Исследование модуля жесткости клетей чистовой группы непрерывного широкополосного стана горячей прокатки

Введение

В последние десятилетия в мировом производстве уменьшились допуски на отклонения продольного и поперечного профиля горячекатаных полос из низкоуглеродистых сталей, что вызвано общей тенденцией повышения требований к качеству листового проката. Это актуально как для наиболее тонких горячекатаных полос толщиной 0,8 – 1,5 мм, непосредственно используемых в машиностроении и строительстве, так и для полос толщиной 1,8 – 5,5 мм, направляемых в качестве подката на станы холодной прокатки для дальнейшего производства полос с жесткими требованиями отклонений геометрических характеристик продольного и поперечного профиля.

Требования к точности горячекатаного стального листа, поставляемого в пакетах и рулонах, отражены в ГОСТ 19903 – 74, по точности листы подразделяются на две группы: листы повышенной (группа А) и нормальной (группа Б) точности. В зависимости от толщины и ширины они имеют различные допуски по толщине. Например, листы толщиной 1,8 – 2,0 мм при ширине 1500 – 1820 мм: при повышенной точности ±0,17 мм, при обычной ±0,20 мм. Однако очень высокие требования к профилю предъявляются к горячекатаным полосам, которые направляют на станы холодной прокатки для дальнейшего производства автомобильного листа – требуемые отклонения толщины по всей площади не должны превышать ±(2 – 5) % от номинальной толщины подката [1].

Задача уменьшения отклонений нормируемых характеристик продольного профиля горячекатаных полос до значений, определяемых вышеуказанными допусками, способствовала развитию методов теории тонколистовой горячей прокатки [2 – 4]. На их основе были созданы модели управления продольной и поперечной разнотолщинностью в функции всех значимых технологических режимов прокатки [5 – 7].

Анализ зарубежных публикаций показывает прямую связь параметров точности продольного и поперечного профиля горячекатаных [8 – 10] и холоднокатаных полос [11; 12] с параметрами жесткости как отдельных, так и в сборе конструктивных элементов клетей «кварто». Аналогичные исследования широко представлены в отечественной классической учебной литературе [13 – 15]. Наибольший интерес для исследования представляет модуль жесткости каждой клети непрерывной группы стана, так как от точности определения такой характеристики зависит правильность выставки межвалкового зазора [16; 17], что напрямую влияет на точность начальной настройки всего стана и эффективность управляющих воздействий для корректировки точности толщины полосы во время прокатки [18 – 20].

Целью данной работы является исследование изменения модуля жесткости клетей непрерывной чистовой группы при горячей прокатке полос различного сортамента путем обработки экспериментальных данных на действующем широкополосном стане.

Материал и методика исследований

Уравнение, которое выражает прямую линейную взаимосвязь между упругой деформацией клети «кварто» и действующим на валки усилием прокатки P_i, можно записать в следующем виде:

где М_кл – модуль жесткости клети «кварто», МН/мм; h_i – толщина полосы после прокатки в i-ой клети стана, мм; S_i – предварительно выставленный раствор между валками i-ой рабочей клети, мм.

От точности определения величины М_кл в уравнении (1), при известной требуемой толщине прокатываемой полосы h_i, зависит, как было отмечено ранее, правильность первоначального выставления межвалкового зазора S_i и точность прокатки.

При деформации (обжатии) металла до требуемой толщины h_i рабочие валки воспринимают усилие P_i, которое можно принимать направленным вертикально. Это усилие воспринимается всеми элементами клети в сборе: четырехвалковой системой, подпятниками с месдозами и подушками опорных валков, подпятниками нажимных винтов, нажимными винтами, гайками нажимных винтов и станинами закрытого типа (рис. 1). Авторами классических методов расчета упругих деформаций рабочих четырехвалковых клетей [13 – 15] принято, что все детали деформируются согласно законам упругости. На основании этого предположения модуль жесткости каждой рабочей клети «кварто» непрерывного стана определяют по известным теоретическим формулам упругой деформации всех вышеперечисленных деталей, воспринимающих вертикальное усилие на валки при прокатке. Авторы подчеркивают [13 – 15], что данные формулы применимы к расчету статического модуля жесткости без учета влияния скорости вращения опорных валков на деформацию в подшипниках гидродинамического типа, горизонтального смещения вертикальных осевых плоскостей опорных и рабочих валков относительно друг друга [21] и других динамических факторов прокатки [10 – 12] на все элементы каждой клети в сборе.

В современных условиях оценку модуля жесткости клетей стана рационально проводить на основе кривых нагружения методом предварительного сжатия вращающихся рабочих валков в положение «забоя». Данный способ был применен для оценки модуля жесткости клетей «кварто» чистовой группы широкополосного стана горячей прокатки 2000 ПАО «Северсталь». Усилие сжатия в процессе оценки варьировали в реальном диапазоне рабочих усилий прокатки: от 0 до 30 МН для клетей 6 – 9 и от 0 до 20 МН для клетей 10 – 12 при постоянной скорости вращения рабочих валков каждой клети, равной средней скорости прокатки полосы в i-ой клети. Во избежание дополнительных погрешностей, перед началом измерений на валки в процессе нагружения подавали охлаждающую жидкость.

Полученные экспериментальные данные по усилиям сжатия Р_сж.i и суммарных упругих деформаций в i-ой клети чистовой группы S_кл.i фиксировались АСУ ТП чистовой группы стана 2000. Далее была обработана в графическом виде на рис. 2 информация зависимости суммарного усилия сжатия Р_сж.i каждой клети и упругой деформации всех составных элементов клети S_кл.i. Материалы и номинальные диаметры рабочих и опорных валков представлены в табл. 1.

Модуль жесткости в i-ой клети забоя \(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^0\) определяли по линейной части кривых на рис. 2 как отношение усилия сжатия Р_сж.i к упругой деформации клети S_кл.i:

В процессе анализа кривых на рис. 2 было установлено, что для всех клетей стана начало линейного участка деформации клети приходится на область, где усилие сжатия составляет 6,484 – 3,041 МН, причем большие значения усилия приходятся на первые клети. При дальнейшем увеличении усилия сжатия деформация клети строго линейна и подчиняется во всем диапазоне рабочих усилий законам упругости.

Определение модуля жесткости клети «забоя» \(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^0\) по формуле (2) на основе данных рис. 2 и его дальнейшее использование, без значительной погрешности, справедливо при прокатке полос в чистовой группе стана 2000 максимальной ширины b_i = 1820 мм.

Исследование зависимости модуля жесткости клети «кварто» чистовой группы стана 2000 от ширины прокатываемой полосы bi осуществляли по следующей методике. В процессе установившейся прокатки все клети находятся в режиме постоянного положения нажимных механизмов, при деформации полосы в i-ой клети АСУ ТП чистовой группы стана фиксирует среднюю толщину полосы h_i, усилие прокатки P_i и среднюю упругую деформацию клети S_кл.i. Усредненное значение модуля жесткости i-ой клети \(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\) вследствие изменения ширины прокатываемой полосы b_i можно вычислить по уравнению

Физический смысл величины \(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\) указывает на изменение величины упругой деформации клети вследствие прогиба валковой системы под прокатываемой полосой шириной b_i. Разницу между значением модуля жесткости клети без полосы \(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^0\) и рассчитанному по приведенному выше уравнению (3) обозначим Δ\(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\). По окончании исследований были созданы базы данных, в которых фиксировались следующие значения параметров прокатки в i-ой клети:

– средняя ширина b_i и средняя толщина h_i прокатываемой полосы;

– значение изменения упругой деформации клети S_кл.i;

– расчетное значение поправки Δ\(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\).

Таким образом, модуль жесткости клети под полосой шириной b_i менее 1820 мм c учетом поправки Δ\(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\) может быть определен по следующей формуле

где \(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^0\) – величина модуля жесткости клети «забоя», МН/мм; Δ\(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\) – значение поправки при оценке модуля жесткости i-ой клети вследствие изменения ширины прокатываемой полосы b_i, МН/мм.

Результаты исследования и их обсуждение

Подготовленная к проведению регрессионного анализа выборка была получена для 46 режимов прокатки в чистовой группе стана 2000 полос из низкоуглеродистых марок стали толщиной 1,2 – 5,5 мм и шириной 1005 – 1625 мм, преимущественно предназначенных для дальнейшей холодной прокатки на разных комплектах рабочих и опорных валков. В ходе регрессионного анализа были получены линейные уравнения в табл. 2, которые адекватно описывают характер изменения поправки Δ\(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\) к модулю жесткости клети «забоя» \(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^0\) с учетом ширины прокатываемой полосы b_i.

Поскольку фактические значения критерия Фишера F в табл. 3 значительно превосходят табличное значение F_кр (1; 44) = 4 при степенях свободы k₁ = 1 и k₂ = 44, то коэффициенты детерминации R² статистически значимы и уравнения регрессии Δ\(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\) в табл. 2 статистически надежны. Уравнения из табл. 2 справедливы в диапазоне изменения:

– профилировок рабочих валков от –0,5 до –0,15 мм;

– диаметров рабочих валков от 930 до 800 мм;

– диаметров опорных от 1616 до 1488 мм;

– глубины скосов на опорных валках 0,8 мм и их длины 300 мм.

На основе данных табл. 3 построены графики изменения модуля жесткости М_кл.i для каждой клети чистовой непрерывной группы стана 2000 (рис. 3) в зависимости от ширины прокатываемой полосы b_i.

Достоверность определения величины модуля жесткости клети М_кл.i с учетом поправки Δ\(M_{{\rm{кл}}{\rm{.}}i}^b\) на изменение ширины прокатываемой полосы b_i проверяли при решении уравнения (1) и сравнении измеренного значения усилия прокатки P_i в i-ой клети стана при прокатке полосы толщиной 2,0 мм и шириной 1300 мм из стали 08Ю. Значение предварительного зазора в табл. 3 между рабочими валками S_i фиксировалось АСУ ТП чистовой группы стана 2000. Расчетные и измеренные значения усилия прокатки, а также результаты их сравнения приведены в табл. 3.

Поскольку максимальное значение погрешности сравнения ΔP_i в табл. 3 не превосходит значения 6,06 %, то для проектирования технологических режимов горячей прокатки на действующем стане 2000, обеспечивающих требуемую точность продольного и поперечного профиля горячекатаных полос с применением моделей управления продольной и поперечной разнотолщинностью [5 – 7], целесообразно использовать представленные выше результаты исследований модуля жесткости.

Выводы

На основе обработки результатов исследований и экспериментов получены достоверные зависимости, описывающие влияние ширины прокатываемой полосы на изменение модуля жесткости клетей «кварто» чистовой группы действующего стана горячей прокатки.

Установлено, что прокатка при движении полосы в чистовой группе от первой до последней клети с усилиями в диапазоне менее 6,484 – 3,041 МН нежелательна, так как при таких силах прокатки клети испытывают нелинейную деформацию, которая вносит дополнительные колебания межвалкового зазора.

Результаты исследований могут быть использованы при разработке эффективных технологических режимов прокатки в чистовой группе клетей для произ­водства горячекатаных полос с минимальными отклонениями геометрических характеристик продольного и поперечного профиля.